隨著現(xiàn)代工業(yè)的迅速發(fā)展,單種材料的性能已不能滿足特殊行業(yè)的使用需求[1],而通過適當(dāng)工藝將兩種或多種材料結(jié)合在一起的金屬復(fù)合板可以耦合不同材料的性能優(yōu)勢,提升板材的綜合性能[2]。鈦?zhàn)鳛楹娇铡⒑教祛I(lǐng)域常見的金屬,有著耐腐蝕、耐高溫、抗氧化、抗沖擊韌性強(qiáng)等特點(diǎn),但是鈦也有著價(jià)格高昂、成形能力弱等較為顯著的缺點(diǎn),這些缺點(diǎn)限制著鈦的廣泛應(yīng)用[3-4]。鋁作為日常生活常見的金屬,擁有價(jià)格低廉、資源豐富、密度小、成形能力較強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn),但是鋁也具有不耐腐、不耐磨、易變形等缺點(diǎn)。鈦/鋁復(fù)合板擁有鈦合金的高強(qiáng)度、耐腐蝕和耐磨損等優(yōu)點(diǎn),又兼具鋁合金輕質(zhì)、導(dǎo)熱性好和價(jià)格低廉等特點(diǎn),在航空、航天和交通運(yùn)輸?shù)阮I(lǐng)域有廣闊的應(yīng)用前景[5]。

沖壓作為常見的成形工藝,因其效率高、成本低等特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于板材加工方面。普遍采用沖壓脹形試驗(yàn)檢測板材的成形性能,測試時(shí)板材的極限脹形高度越大,板材的成形能力越強(qiáng)。但由于復(fù)合板組元材料的力學(xué)性能差異較大,這種差異導(dǎo)致其在沖壓過程中,各層的變形難以協(xié)調(diào),影響了復(fù)合板的整體成形能力。因此,為了充分發(fā)揮復(fù)合板的優(yōu)勢,推動(dòng)其在各個(gè)領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用,對復(fù)合板的成形能力進(jìn)行深入研究和分析顯得尤為迫切。目前,對復(fù)合板成形性能的研究主要集中在組元金屬的厚度比[6-7]、壓邊力、模具間隙等基本的工藝參數(shù)[8-11]方面。增加成形性能好的組元材料的厚度可以提高復(fù)合板極限脹形高度;選取合適的壓邊力可以減少褶皺和優(yōu)化成形質(zhì)量[12];合適的摩擦條件可以促進(jìn)板材成形,提升板材拉深效果[13]。但是這些研究側(cè)重于具體試驗(yàn)本身,定性地分析某一因素的效果,并不能給出一個(gè)定量分析的方法。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展,有限元模擬仿真技術(shù)被廣泛應(yīng)用于板材成形過程的研究[14-15],通過有限元模擬可以定量分析材料成形過程中的應(yīng)力和應(yīng)變,為實(shí)際生產(chǎn)提供較為可靠的指導(dǎo)依據(jù)[16]。然而目前的研究主要集中于單種材料的成形模擬,而針對復(fù)合板,則是將其作為單一板材進(jìn)行模擬。TsengHC等[17]將鋁/銅金屬復(fù)合板定義為各向同性的單層材料,對其拉深試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行模擬預(yù)測。但這種模擬未考慮復(fù)合板放置順序?qū)Π宀某尚涡阅艿挠绊?且忽略了異種組元材料間的性能差異對板材成形性能的影響。AtrianA等[18]通過設(shè)置不同的接觸面與界面的摩擦因數(shù),模擬不同放置順序?qū)Π宀睦钤囼?yàn)的影響,但這種模擬注重工藝參數(shù)的影響,忽略了組元材料的性能對成形性能的影響,LuRH等[19]將板材破裂位置的主、次應(yīng)變擬合為散點(diǎn)圖,并通過有限元預(yù)測板材的成形性能,這種模擬方式是將復(fù)合板模擬為一種新材料,但這種方法不能預(yù)測不同厚度比的復(fù)合板,使用范圍比較受限。

上述研究雖然可以對復(fù)合板的成形性能進(jìn)行模擬,但是對復(fù)合板組元材料的力學(xué)性能、放置順序、各層受力等情況缺乏分析。因此,本文使用Dynaform5.9.4有限元軟件對TA1/2A12復(fù)合板進(jìn)行有限元建模,通過對復(fù)合板的組元材料分別設(shè)置并施加恰當(dāng)?shù)倪吔鐥l件,模擬了復(fù)合板不同放置順序下的脹形過程,分別對鈦層、鋁層的成形極限、應(yīng)變和厚度分布進(jìn)行分析,最后與脹形試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較,檢驗(yàn)有限元模型的可靠性。

1、材料與性能

1.1　試驗(yàn)材料

本試驗(yàn)采用爆炸焊接法制備的TA1/2A12復(fù)合板,板材總厚度為5.0mm,其中TA1鈦合金的厚度為2.0mm,2A12鋁合金的厚度為3.0mm。TA1鈦合金和2A12鋁合金的具體化學(xué)成分如表1所示。圖1為使用配有背散射電子系統(tǒng)的掃描電子顯微鏡觀察到的TA1/2A12復(fù)合板界面形貌,鈦/鋁復(fù)合板界面結(jié)合處無孔洞、裂縫或其他缺陷,界面分布彎曲,說明TA1/2A12復(fù)合板結(jié)合良好。

1.2　力學(xué)性能試驗(yàn)

為考慮板材各向異性、結(jié)合強(qiáng)度等性能,使用線切割將TA1鈦合金和2A12鋁合金分別沿板材軋向RD(0°)、與軋向呈45°方向(45°)和垂直于軋向方向TD(90°)切割出如圖2所示的拉伸試樣,在Instron5969電子萬能試驗(yàn)機(jī)上以0.5mm.min^-1的速率進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)。為測試板材的結(jié)合強(qiáng)度,對復(fù)合板進(jìn)行剪切試驗(yàn),使用線切割將復(fù)合板切割為如圖3所示的剪切試樣(圖3中ND方向?yàn)閺?fù)合板的法向方向),并以0.1mm.min^-1的速率進(jìn)行室溫剪切試驗(yàn)。為保證試驗(yàn)結(jié)果的可靠性,以上每組試驗(yàn)重復(fù)3次,結(jié)果取平均值。

1.3　板材力學(xué)性能

圖4為TA1鈦合金和2A12鋁合金的室溫拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線。從圖4可以看出,2A12鋁合金比TA1鈦合金的塑性變形階段長,成形性能好。二者沿不同方向的伸長率均不同,兩層板材存在一定的各向異性。同時(shí)根據(jù)式(1)得出板材不同方向的塑性應(yīng)變比r。

式中:l0、b0分別為變形前標(biāo)距的長度和寬度;l、b分別為變形后標(biāo)距的長度和寬度。測試出TA1鈦合金和2A12鋁合金的材料性能如表2所示。

TA1鈦合金的彈性模量為105GPa,泊松比為0.33,0°、45°和90°方向的塑性應(yīng)變比r0、r45、r90分別為0.70、1.35和1.47。2A12鋁合金的彈性模量為65GPa,泊松比為0.33,0°、45°和90°方向的塑性應(yīng)變比r0、r45、r90分別為0.74、0.63和0.65。圖5為TA1/2A12復(fù)合板剪切試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。從圖5可以看出,應(yīng)力隨應(yīng)變的增加先增大后減小,當(dāng)應(yīng)變?yōu)?.095時(shí),剪切強(qiáng)度達(dá)到最大,為99.4MPa。當(dāng)應(yīng)變?yōu)?.181時(shí),復(fù)合板從界面處破裂。

2、有限元模擬

2.1　有限元建模

首先,使用Solidworks軟件完成凸模、壓邊圈、兩個(gè)板材以及凹模的三維建模。其中,選用底部直徑為Ф100.0mm的半球形凸模;壓邊圈內(nèi)徑為Ф100.2mm、外徑為Ф180.0mm;板材形狀選擇直徑為Ф180.0mm的圓形;凹模內(nèi)徑為Ф109.0mm,圓角半徑為5mm。

在Dynaform5.9.4有限元分析軟件中,以?Igs格式打開模型。將板材類型設(shè)置為殼單元,采用高斯積分法,積分點(diǎn)數(shù)目設(shè)置為5,截面單元公式選用“BELYTSCHKO-TSAY”,通過網(wǎng)格劃分功能將TA1鈦合金、2A12鋁合金兩層板材的網(wǎng)格均設(shè)置為1.0mm,兩層板材網(wǎng)格上下對齊。通過層壓板功能將復(fù)合板界面設(shè)定為同一Z值(Z為板材厚度方向坐標(biāo)),并通過材料選擇功能完成組元材料屬性和厚度的設(shè)定。通過焊縫功能設(shè)置復(fù)合板界面結(jié)合范圍,焊縫網(wǎng)格設(shè)置為1.0mm,并與復(fù)合板界面處的網(wǎng)格重合,將板材結(jié)合強(qiáng)度設(shè)置為99.4MPa。最后,通過板料自動(dòng)定位的功能完成模型定位,如圖6所示。

2.2　材料本構(gòu)模型

本文選用363-PARAMETER-BARLAT材料模型,該模型采用Barlat屈服準(zhǔn)則,適用于應(yīng)變狀態(tài)下的各向異性彈塑性材料。該模型可以分析材料厚向異性對成形性能的影響,還可分析板材平面內(nèi)的各向異性對成形性能的影響。將表2中的TA1鈦合金和2A12鋁合金的材料數(shù)據(jù)分別編輯至該模型,并將拉伸試驗(yàn)中板材沿0°、45°和90°方向屈服階段的曲線輸入至模型,完成TA1鈦合金和2A12鋁合金的材料編輯。

2.3　脹形參數(shù)的選定

本文采用雙動(dòng)成形的方式模擬脹形試驗(yàn),主要是對TA1/2A12復(fù)合板的成形性能進(jìn)行模擬分析,模擬的工藝參數(shù)按實(shí)際的工況進(jìn)行選取。壓邊圈和凹模的間隙按照板材厚度的1.1倍進(jìn)行軟件設(shè)置[15]。為了在不影響成形精度的前提下,盡可能地提高模擬的效率,通常將凸模脹形速度設(shè)置為實(shí)際工況的1000倍[20],故設(shè)置為1000mm.s^-1。根據(jù)GB/T15825.3-2008[21],壓邊力應(yīng)壓緊試樣,保證試樣壓邊位置不發(fā)生變形流動(dòng),根據(jù)上述TA1鈦合金和2A12鋁合金的力學(xué)性能參數(shù),選用600kN的壓邊力進(jìn)行脹形試驗(yàn)的模擬分析,以限制壓邊區(qū)域材料發(fā)生變形流動(dòng)。

3、模擬結(jié)果及分析

3.1　破裂過程分析

板材極限脹形高度是衡量板材成形能力強(qiáng)弱的標(biāo)準(zhǔn)之一,板材的極限脹形高度越大,板材的成形能力越強(qiáng)。圖7為不同放置順序下TA1/2A12復(fù)合板的成形極限圖。鈦層、鋁層分別靠近凸模時(shí),板材的極限脹形高度分別為33.9和32.0mm,鈦層靠近凸模時(shí)復(fù)合板的極限脹形高度大于鋁層靠近凸模時(shí)復(fù)合板的極限脹形高度。在不同放置順序下,TA1鈦合金的性能是影響鈦/鋁復(fù)合板成形性能的關(guān)鍵,這是因?yàn)橄噍^于2A12鋁合金,TA1鈦合金的成形極限小,更易發(fā)生破裂。由圖8可知,鈦層的半球底部附近的應(yīng)力較高,破裂發(fā)生在半球底部附近,鋁層的應(yīng)力較小,主要集中在半球底部和壓邊位置。對脹形試驗(yàn)進(jìn)行受力分析可知,靠近凸模的板材受到壓應(yīng)力,靠近凹模的板材受到拉應(yīng)力。由拉伸試驗(yàn)可知,鋁層的塑性變形階段長,成形能力更強(qiáng),所以鈦層靠近凸模時(shí)TA1/2A12鋁復(fù)合板的極限脹形高度大于鋁層靠近凸模時(shí)TA1/2A12復(fù)合板的極限脹形高度。將復(fù)合板成形能力弱的一側(cè)放于靠近凸模的位置時(shí),復(fù)合板的成形能力好,即將鈦層靠近凸模可以提升復(fù)合板的成形能力,鈦層的放置位置是影響復(fù)合板破裂的重要因素,后續(xù)圍繞鈦、鋁兩層板料的應(yīng)變和減薄率分布對板材成形性能進(jìn)行分析。

3.2　應(yīng)變分析

圖9和圖10為TA1/2A12復(fù)合板鈦層、鋁層分別靠近凸模時(shí)破裂瞬間的應(yīng)變分布圖。當(dāng)板材處于不同的放置順序時(shí),復(fù)合板破裂瞬間鈦、鋁兩層的應(yīng)變分布相似。鈦層高應(yīng)變區(qū)域主要在半球底部附近,沿TD方向延伸,反映了材料的各向異性;而鋁層在半球底部附近沿TD方向的應(yīng)變較大,這主要是因?yàn)閺?fù)合板鈦、鋁兩層相互結(jié)合,使得鋁層與鈦層應(yīng)變保持一致,沿TD方向延伸。當(dāng)復(fù)合板放置順序不同時(shí),復(fù)合板的極限脹形高度存在差異,具體來說,當(dāng)鈦層和鋁層分別靠近凸模時(shí),TA1/2A12復(fù)合板的極限脹形高度分別為33.9和32.0mm,這是由于鈦層的成形能力對TA1/2A12復(fù)合板極限脹形高度起主要作用而導(dǎo)致。當(dāng)鋁層靠近凸模時(shí),鈦層更易達(dá)到應(yīng)變極限,從而使復(fù)合板在脹形高度較低時(shí)發(fā)生破裂。

3.3　厚度分布

圖11和圖12為復(fù)合板鈦層、鋁層分別靠近凸模時(shí)破裂瞬間鈦、鋁兩層的減薄率分布圖。當(dāng)鈦層靠近凸模時(shí),鈦層壓邊位置發(fā)生材料堆積,厚度增加,半球底部附近沿橫向出現(xiàn)破裂,沿材料軋向減薄率分布均勻,橫向分布不均勻,反映了材料的各向異性較大;鋁層減薄率分布較為均勻,成形能力強(qiáng),半球底部附近的減薄率較大,這是復(fù)合板之間相互作用的結(jié)果。當(dāng)鋁層靠近凸模時(shí),鈦層半球底部的減薄率較大,其他位置的減薄率較低,半球底部附近沿橫向破裂。鈦層材料厚度變化小,成形困難,當(dāng)鈦層靠近凸模時(shí),材料厚度變化更均勻。沿板材中心的軋向每隔2mm分別測量鈦、鋁兩層板材減薄率,具體結(jié)果和測試方向如圖13所示。鋁層厚度分布較為均勻,無明顯突變,最大減薄率為19.9%;鈦層厚度存在突變,發(fā)生局部破裂。

4、脹形試驗(yàn)驗(yàn)證

基于上文的仿真分析結(jié)果,開展脹形試驗(yàn)以驗(yàn)證模擬的準(zhǔn)確性。使用壓邊力為600kN、模具間隙為1.1倍板材厚度、沖壓速度為1mm.s^-1的工藝參數(shù)進(jìn)行TA1/2A12復(fù)合板在不同放置順序下的脹形試驗(yàn)。圖14為TA1/2A12復(fù)合板極限脹形高度試驗(yàn)結(jié)果,鈦層、鋁層分別靠近凸模時(shí)的實(shí)際極限脹形高度分別為35.7和33.6mm,該脹形件實(shí)際情況與模擬的結(jié)果較為相似,壓邊位置無褶皺,破裂發(fā)生在半球底部附近,沿橫向破裂,除破裂處外復(fù)合板無明顯開裂,成形效果良好。圖15為TA1/2A12復(fù)合板脹形力-位移曲線,當(dāng)復(fù)合板處于不同放置順序時(shí),板材受力情況不同。有限元模擬的極限脹形高度分別為33.9和32.0mm,模擬和實(shí)際試驗(yàn)有著相似趨勢,且極限脹形高度與模擬出的極限脹形高度誤差分別為5.3%和5.0%,這說明本文基于Dynaform軟件的有限元脹形模擬方法可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測TA1/2A12復(fù)合板的成形性能,可為將來的鈦/鋁復(fù)合板以及其他復(fù)合板的成形性能模擬提供參考。

5、結(jié)論

(1)當(dāng)鈦層、鋁層分別放置在靠近凸模的位置時(shí),極限脹形高度分別為33.9和32.0mm,復(fù)合板的破壞形式均為鈦層位于半球底部附近的位置先達(dá)到應(yīng)變破裂極限而發(fā)生破裂,在復(fù)合板的結(jié)合作用下,鋁層相應(yīng)位置隨之發(fā)生破裂。鈦層半球底部附近的位置厚度減薄率易發(fā)生突變;鋁層厚度減薄率分布較為均勻,最大可達(dá)19.9%。

(2)鈦層的放置順序和材料性能是影響TA1/2A12復(fù)合板成形能力的關(guān)鍵,鈦層半球底部附近應(yīng)力較高,應(yīng)變沿TD方向擴(kuò)散;鋁層應(yīng)力較小,且應(yīng)變分布較為均勻。所以破裂首先發(fā)生在鈦層半球底部附近,沿TD方向擴(kuò)散。當(dāng)鋁層靠近凸模時(shí),鈦層應(yīng)變先到達(dá)極限應(yīng)變,極限脹形高度較低。

(3)將TA1/2A12復(fù)合板鈦層、鋁層分別靠近凸模進(jìn)行脹形模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證,模擬的極限脹形高度與真實(shí)結(jié)果的誤差分別為5.3%和5.0%,且模擬的破裂情況與實(shí)際破裂情況相似,驗(yàn)證了有限元模型的可靠性,該有限元模型可對TA1/2A12復(fù)合板的成形工藝參數(shù)模擬提供一定參考價(jià)值。

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